JP4385547B2

JP4385547B2 - diesel engine

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Publication number: JP4385547B2
Application number: JP2001170464A
Authority: JP
Inventors: 大輔志茂; 光徳近藤; 一司片岡; 保幸寺沢
Original assignee: Mazda Motor Corp
Current assignee: Mazda Motor Corp
Priority date: 2001-06-06
Filing date: 2001-06-06
Publication date: 2009-12-16
Anticipated expiration: 2021-06-06
Also published as: DE60221742D1; EP1264973A3; DE60221742T2; EP1264973B1; EP1264973A2; JP2002364367A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、ディーゼルエンジンに関する。
【０００２】
【従来の技術】
直噴式ディーゼルエンジンにおいて、ピストンの頂部にリエントラント型のキャビティを形成したものは一般に知られている。例えば、特開平９−４１９７５号公報には、ピストンのリップ部に向けて噴射された燃料が該リップ部から当該キャビティの底部に向かうときにキャビティ側壁から剥離するように、当該キャビティ形状を定めることにより、燃料噴霧と空気との混合を良くし、スモークの発生を抑えることが記載されている。
【０００３】
また、自動車技術会論文集Vol.31,No.3,July 2000第５１〜５６頁には、ピストンのリエントラント型キャビティの底部中央を隆起させれば、(1)圧縮行程中にリップ部下の側壁に沿って下向きに流れる縦渦が形成されること、(2)燃料を噴射すると、燃料噴霧は上記縦渦に引き込まれリップ部下の側壁に沿って下向きに回転する流れを形成すること、(3)リップ径を大きくすると逆スキッシュ流が弱まってスキッシュエリアへの混合気の流出が抑制されること、(4)上記縦渦はスワールの影響により螺旋渦となること、(5)この螺旋渦により、キャビティ内で混合気形成と燃焼が促進されること、(6)その後、混合気はスキッシュエリアに排出され、燃え残りの煤を酸化することが記載されている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
本発明の課題は、直噴式ディーゼルエンジンにおいてＮＯｘの生成を抑制することにある。すなわち、ＮＯｘの生成量は、混合気の温度が高くなるほど、また、混合気の燃焼時間が長くなるほど多くなる。つまり、燃焼室にヒートスポット（局所的な高温領域）が長時間存在すると、ＮＯｘが増加する。そこで、本発明は、そのようなヒートスポットの早期拡散を図ることによってＮＯｘの生成量を低減させんとするものである。
【０００５】
また、本発明の別の課題は、直噴式ディーゼルエンジンにおいて煤の排出量を低減することにある。すなわち、燃料が空気との混合が不充分な状態で燃焼するとで煤の生成量が多くなり、また、燃焼後半での燃焼ガスと空気との混合が不充分であると、煤の酸化が進まず、結果的に煤の排出量が多くなる。そこで、本発明は、燃料噴霧と空気との混合を促進することによって煤の生成を抑制し、さらに燃焼後半での空気の利用率を高めて煤の酸化を促し、煤の排出量を低減させんとするものである。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
本発明者は、上記課題を解決するために、ピストン頂部のリエントラント型キャビティ内での縦渦の生成機構について研究を進め、従来とは異なる観点からこの縦渦を強化するようにした。すなわち、従来は圧縮行程において当該キャビティ内に縦渦を生成し、これに燃料噴霧を乗せるというものであったが、本発明は、着火遅れ期間中にリップ部付近に比較的まとまった燃料蒸気の領域を形成し、この燃料蒸気を着火後の燃焼ガスの膨張流で当該キャビティの底の方へ誘導することにより、縦渦の生成・強化を図ったものである。以下、本発明を具体的に説明する。
【０００７】
請求項１に係る発明は、頂部に、開口端に近付くに従って径が小さくなったリエントラント型のキャビティが形成されたピストンと、
上記ピストンの上記キャビティの開口縁を形成するリップ部に向かって燃料を噴射する燃料噴射弁とを備えたディーゼルエンジンにおいて、
上記燃料噴射弁の燃料噴射開始から０．４２ｍｓ経過時点での燃料噴霧の到達距離Ｓｐと、該燃料噴射弁の燃料噴霧のコーン角Θと、上記キャビティの上記リップ部における最小口径Ｄlip とが次式
Ｄlip ＝ｋ×Ｓｐ×sin(Θ／２)
（但し、ｋ＝１．４〜１．８）
を満足する関係にあり、
上記ピストンは、上記リップ部より底の方へ移動した燃焼ガスが上記キャビティ中央の開口部側へ誘導されるように、該キャビティ中央部位が隆起し、
上記燃料噴射弁より噴射された燃料噴霧が上記リップ部に最初に到達した時点の、該リップ部おける燃料噴霧の運動量に対するスワールの運動量の比が０．９〜１．５であることを特徴とする。
【０００８】
すなわち、本発明は、燃焼ガスの膨張流を利用して、燃料蒸気をリップ部付近からキャビティの底の方へ誘導することにより、ヒートスポットの分散ないしは移動を図るようにしたものである。
【０００９】
この点、従来の縦渦燃焼のコンセプトは、圧縮行程で縦渦を形成し、リップ部の下に向かって噴射した燃料噴霧を縦渦に乗せる、というものであるから、燃料噴霧は着火遅れ期間中に縦渦によってキャビテイの底の方へゆっくり分散される。このため、リップ部付近には着火に適した燃料蒸気の淀みができず、当該燃料噴霧の縦渦下流側の淀んだ部位で着火を生じ易くなる。その場合、着火によって生ずる燃焼ガスの膨張流は、縦渦の下流方向だけでなく上流方向へも広がって膨張流の強さ自体が弱くなるため、燃料蒸気をキャビティ周壁面に強く当ててキャビティ底へ誘導することにはあまり働かず、縦渦の強化にはそれほど寄与しない。一方、圧縮行程で縦渦を生ずるといっても強い縦渦は生じない。
【００１０】
これに対して、本発明は、着火遅れ期間中に燃料噴霧がリップ部に到達して該リップ部付近に燃料蒸気の領域を形成するようにしている。具体的には、燃料噴射開始から、中負荷運転時の代表的な着火遅れ期間である０．４２ｍｓ経過時点での燃料噴霧の到達距離Ｓｐ（ペネトレーション）をキャビティの最小口径Ｄlip の設定に用いている。このＳｐにsin(Θ／２)を乗じているのは、燃料がコーン角Θをもって噴射されることから、燃料噴霧の水平方向での到達距離を求めるためである。そうして、上記ｋ値を１．４〜１．８としているから、着火遅れ期間に燃料噴霧がリップ部に到達する。キャビティ内は高温になっているため、燃料噴霧と空気との混合と同時に燃料噴霧の蒸発が進行し、リップ部付近に燃料蒸気が形成される。
【００１１】
着火は、燃料蒸気と空気とが混合してできた可燃混合気の中で着火条件に達した場所で発生するが、噴霧先端（リップ部の近く）や燃料噴射弁近辺で発生することはなく、通常は燃料噴射弁から噴射方向前方にある程度離れた場所（しかもリップ部からも離れた場所）で発生する。このように燃料噴霧の着火位置（着火点）は、燃料蒸気溜まりの上流側の位置であるため、燃焼は下流側へ指向して広がる。そのため、強い膨張流が生成される。なお、着火点が上流側に位置する理由は、圧縮行程で強力な縦渦が形成されないため、燃料がリップ部近傍では過リッチになり、リップ部からやや離れた所が着火に適した濃度となるためと考えられる。
【００１２】
以上により、リップ部付近の燃料蒸気は、着火後の燃焼ガスの膨張流によってキャビティ周壁面（特にリップ部と、該リップ部よりピストン径方向の外側へ凹入した部分との境界付近）に当てられキャビティの底の方へ誘導される。一方向的な強い膨張流を生成したうえに、キャビティ底部に誘導された燃料を追いかけて火炎が伝播していくことで、さらに縦渦が成長していく。つまり、燃料蒸気のキャビティ底への誘導に燃焼ガスの膨張流を積極的に利用している点で従来の考え方とは異なっている。
【００１３】
そうして、上記燃焼ガスの膨張流によって燃料蒸気がキャビティの底の方へ誘導されることに伴って、火炎がキャビテイ底の方へ伝播していくことから、当該膨張流もリップ部からキャビティ底の方へ回り込む。これにより、ヒートスポットがリップ部付近からキャビティ底の方へ一旦広がるが、リップ部付近では燃料蒸気が少なくなっているから、キャビティ底の方にヒートスポットを生ずることに伴って、リップ部付近のヒートスポットは速やかに消滅していく。すなわち、燃料噴射終了までにキャビティ内の最高温度部位がリップ部よりもキャビティの底部側に移行する。このため、ヒートスポットがキャビティ内の特定部位で大きくならず、あるいはヒートスポットの消滅が早くなり、ＮＯｘの低減に有利になるものである。
【００１４】
ここに、上記ｋ値が１．４未満であると、すなわち、キャビティの最小口径Ｄlip が相対的に小さくなり過ぎると、燃料噴射弁から噴射された燃料の液状噴流がリップ部に到達するまでに十分に分裂せず、不完全な噴霧となり、従って、燃料蒸気の形成も不充分となって、上記燃焼ガスの膨張流が有効に働かない。さらには、燃料噴霧のコア（燃料噴射弁から噴射された燃料噴霧の中に存在する液柱部分又は燃料濃度が非常に高い部分）がリップ部に衝突して燃焼を悪化させ（出力低下）、ＮＯ生成量は少なくなっても、煤の生成量が多くなる。
【００１５】
一方、上記ｋ値が１．８を越えると、すなわち、上記Ｄlip が相対的に大きくなり過ぎると、着火点からリップ部までの距離が遠くなるから、着火による燃焼ガスの膨張流がその前方の燃料蒸気に作用しても、リップ部に当てられる前に周囲に分散する燃料蒸気の量が多くなる。つまり、燃料蒸気をキャビティ底の方へ誘導することに当該膨張流が有効に働かず、ＮＯｘ発生量が増える。このような観点から、上記ｋ値としてさらに好ましいのは１．５〜１．７である。
【００１６】
また、上記ピストンのキャビティ中央部位が隆起しているから、上述の燃焼ガスがキャビティ底の最も深い部位から当該隆起部に沿って巻き上げられる縦渦を生じ、この巻き上げによって燃焼ガスとキャビティ中央部に残存する酸素との混合が進み、さらには燃焼ガスがスキッシュエリアに流れて酸素との混合が進む。このため、空気利用率が高まって、当該燃焼ガス中の煤の再燃焼（酸化）が促進され、煤排出量が低減する。
【００１７】
ところで、吸入行程でボア内に生じたスワールは、燃焼行程（膨張行程）において、燃料噴霧ないしは燃料蒸気と空気との混合を促進して煤の生成量の低減に寄与する。しかし、スワールが強すぎると、燃料噴霧のペネトレーションが小さくなって、上述の燃焼ガスの膨張流による縦渦を利用した煤の再燃焼には不利になる。そこで、本発明では、上記縦渦の生成に悪影響を与えない範囲でスワールを煤の生成量低減に有効に利用すべく、上記運動量比を０．９〜１．５としている。この運動量比は１．１〜１．３であることがさらに好ましい。
【００１８】
請求項２に係る発明は、請求項１に記載のディーゼルエンジンにおいて、
上記燃料噴射弁の燃料噴霧のコーン角Θが１５３〜１５７度であることを特徴とする。
【００１９】
すなわち、ディーゼルエンジンでは、圧縮行程上死点付近、特に上死点後、数度ＣＡ付近（例えばＡＴＤＣ２゜付近）で燃料噴射が行なわれるのが通常である。その場合、コーン角Θが１５３度未満であれば、燃料噴霧がリップ部に当たらずにキャビティ底の方へ向かい、上述の膨張流による縦渦を利用したヒートスポットの分散移動ないしは早期消滅が充分に図れない。つまり、リップ部に燃料がたまらないので膨張流が弱く、そのために縦渦が弱くなる。一方、コーン角Θが１５７度を越える場合は、燃料噴射弁から噴射された燃料噴霧がキャビティの開口周囲のスキッシュエリアに向かうことになり、このスキッシュエリアはシリンダヘッドやシリンダブロックに放熱し易い場所であるから、燃料噴霧の不完全燃焼を生じ易くなって煤の発生量が多くなる。従って、このような観点から、さらに好ましいコーン角Θは１５４〜１５６度である。
【００２０】
請求項３に係る発明は、請求項１に記載のディーゼルエンジンにおいて、
上記ピストンが摺動するシリンダのボア径Ｂが次式
Ｂ＝Ｋ×Ｄlip
（但し、Ｋ＝１．８〜２．５）
を満足する関係にあることを特徴とする。
【００２１】
すなわち、キャビティの最小口径Ｄlip がボア径Ｂに対して小さすぎると最高出力の低下を招き、逆に大きすぎると圧縮行程で得られる正スキッシュ流が弱くなるから、燃料噴霧がスキッシュエリアに向かい易くなり、煤を生成量が増えてしまう。かかる観点から、上記Ｋ値を１．８〜２．５としているものであり、さらに好ましいＫ値は２．０〜２．３である。
【００２２】
請求項４に係る発明は、請求項１に記載のディーゼルエンジンにおいて、
上記燃料噴霧の噴霧角θが１５〜２４度であることを特徴とする。
【００２３】
すなわち、噴霧角θが大きくなるほど、燃料噴霧の分散性が高くなるが、燃料蒸気もリップ部付近からその周囲に広がるため、それだけ燃焼ガスの膨張流によってリップ部に当てられる燃料蒸気量が少なくなり、この膨張流を利用したヒートスポットの分散移動ないしは早期消滅に不利になる。一方、噴霧角θが小さくなり過ぎると、それだけ燃料噴霧のコアが長くなり、これがリップ部に衝突して燃焼を悪化させるから（出力低下）、ＮＯｘ発生量は少なくなっても、煤の発生量が多くなる。このため、当該噴霧角θは１５〜２４度が好ましいものであり、さらに好ましいのは１８〜２３度である。
【００２４】
請求項５に係る発明は、請求項１に記載のディーゼルエンジンにおいて、
上記燃料噴射弁の燃料噴射圧が５０ＭＰａ以上であることを特徴とする。
【００２５】
すなわち、上述の如く燃料噴射弁から噴射された燃料噴霧を着火遅れ期間にリップ部に到達させて該リップ部付近に燃料蒸気が形成されるようにするには、燃料噴射圧を５０ＭＰａ以上とすることが好ましい。さらに好ましい噴射圧は８０ＭＰａ以上である。
【００２６】
【発明の効果】
以上のように、請求項１に係る発明によれば、燃料噴射弁の燃料噴射開始から０．４２ｍｓ経過時点での燃料噴霧の到達距離Ｓｐと、該燃料噴射弁の燃料噴霧のコーン角Θと、ピストンのリップ部における最小口径Ｄlip とが次式
Ｄlip ＝ｋ×Ｓｐ×sin(Θ／２)（但し、ｋ＝１．４〜１．８）
を満足するようにし、さらにピストンのキャビティ中央部位を隆起させるとともに、燃料噴射弁より噴射された燃料噴霧がピストンのキャビティのリップ部に最初に到達した時点の、該リップ部おける燃料噴霧の運動量に対するスワールの運動量の比を０．９〜１．５としたから、着火によって生じた燃焼ガスの膨張流が、その前方のリップ部付近に存在する燃料蒸気をキャビティ周壁面に強く押し当てて、該燃料蒸気をキャビティ底の方へ誘導することになり、ヒートスポットがキャビティ内の特定部位で大きくならず、あるいはヒートスポットの消滅が早くなってＮＯｘの低減に有利になり、さらに、縦渦を形成して空気利用率を高めることができ、煤の再燃焼を促進することができるとともに、この縦渦の生成に悪影響を与えない範囲でスワールを煤の生成量低減に有効に利用することができる。
【００２７】
請求項２に係る発明によれば、請求項１に記載のディーゼルエンジンにおいて燃料噴射弁の燃料噴霧のコーン角Θを１５３〜１５７度としたから、燃料噴霧を上記リップ部に当て、燃焼ガスの膨張流で燃料蒸気をキャビティ底の方へ誘導するうえで有利になる。
【００２８】
請求項３に係る発明によれば、請求項１に記載のディーゼルエンジンにおいて上記ピストンが摺動するシリンダのボア径Ｂが次式
Ｂ＝Ｋ×Ｄlip （但し、Ｋ＝１．８〜２．５）
を満足する関係になるようにしたから、煤の生成を抑えつつ、エンジンの最高出力を確保する上で有利になる。
【００２９】
請求項４に係る発明によれば、請求項１に記載のディーゼルエンジンにおいて上記燃料噴霧角θを１５〜２４度としたから、燃焼ガスの膨張流を利用したヒートスポットの分散移動ないしは早期消滅に有利になる。
【００３０】
請求項５に係る発明によれば、請求項１に記載のディーゼルエンジンにおいて上記燃料噴射弁の燃料噴射圧を５０ＭＰａ以上としたから、燃料噴射弁から噴射された燃料噴霧を着火遅れ期間にリップ部に到達させて該リップ部付近に燃料蒸気を形成する上で有利になる。
【００３１】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態を図面に基づいて説明する。
【００３２】
−ディーゼルエンジンの燃焼室構造−
図１に示す直噴式ディーゼルエンジンの燃焼室構造において、１はピストン、２はシリンダブロック、３はシリンダヘッド、４は吸気ポート（ヘリカルポート）、５は排気ポート、６は吸気バルブ、７は排気バルブである。ピストン１の頂部には開口端に近付くに従って径が小さくなったリエントラント型のキャビティ８が形成されている。シリンダヘッド３には燃料噴射弁９が設けられ、その噴射ノズル１０がキャビティ８に燃料を直接噴射すべく若干突出している。シリンダヘッド３はフラット型であり、バルブ６，７は直立型である。
【００３３】
図２に拡大して示すピストン１において、１１はキャビティ８の開口縁を形成するようにピストン頂面部において内方へ突出する環状のリップ部、１２は該リップ部１１に続いてピストン径外方向に凹入した環状凹入部である。また、ピストン１には、キャビティ８の底部中央において該キャビティ８の開口に向かって隆起した凸部１３が形成されている。
【００３４】
−ディーゼルエンジンの設計−
上記ディーゼルエンジンは次のように設計されている。
【００３５】
上記燃料噴射弁９の燃料噴射開始から０．４２ｍｓ経過時点での燃料噴霧の到達距離Ｓｐと、該燃料噴射弁９の燃料噴霧のコーン角Θと、上記キャビティ８の上記リップ部１１における最小口径（以下、リップ径という。）Ｄlip とは、次式を満足する関係にある。
【００３６】
Ｄlip ＝ｋ×Ｓｐ×sin(Θ／２) ……（１）
但し、ｋ＝１．４〜１．８であり、ｋ＝１．５〜１．７が好ましい。上記コーン角Θ＝１５３〜１５７度であることが好ましく、Θ＝１５４〜１５６度であることがさらに好ましい。燃料噴射開始から０．４２ｍｓは、エミッション運転モードでの代表的な着火遅れ期間である。
【００３７】
上記到達距離Ｓｐは、定容器実験（燃料噴射圧力８０ＭＰａ，雰囲気圧力２．５ＭＰａ，温度２０℃）により求める。定容器実験データがない場合には広安の式から見積もることができる。広安の式は、到達距離Ｓｐ（噴霧ペネトレーション）と燃料噴射弁９のノズル径とを関係付ける実験式であり、それは次の通りである。
【００３８】
Ｓｐ＝Spb＋2.95×(ΔP×10^６/ρf)^０．２５×(Dn×(t-tb))^０．５
Spb＝0.39×(2×ΔP×10^６/ρf)^０．５×tb
tb＝28.65×(ρf×Dn×10^−３)/(ρA×ΔP×10⁶)^０．５/10^−３
但し、ΔP：容器圧力と噴射圧力との差圧(ＭＰａ)、ρf：軽油密度(kg/ｍ^３)、Dn：ノズル径(mm)、t：噴射開始後の時間（０．４２ｍｓ）、ρA：容器空気密度である。
【００３９】
シリンダボア径Ｂは次式を満足する関係にある。
【００４０】
Ｂ＝Ｋ×Ｄlip ……（２）
但し、Ｋ＝１．８〜２．５であることが好ましく、Ｋ＝２．０〜２．３であることがさらに好ましい。
【００４１】
例えば、到達距離Ｓｐ＝２７ｍｍ、コーン角Θ＝１５４度の場合、リップ径Ｄlip ＝３８．９４〜４４．２０ｍｍとし、ボア径Ｂ＝７７．８７〜１００．３３ｍｍとすることになる。凸部１３の高さはリップ径Ｄlip の０．２〜０．２５倍程度とすればよい。
【００４２】
上記燃料噴霧の噴霧角θ＝１５〜２４度であることが好ましく、θ＝１８〜２３度がさらに好ましい。上記燃料噴射弁９の燃料噴射圧Ｐ＝５０ＭＰａ以上であることが好ましく、Ｐ＝８０ＭＰａ以上であることがさらに好ましい。噴射圧の上限は例えば１５０ＭＰａ、さらには２００ＭＰａとすることができる。
【００４３】
燃料噴射弁９より噴射された燃料噴霧が上記ピストンのキャビティのリップ部に最初に到達した時点の、該リップ部おける燃料噴霧の運動量に対するスワールの運動量の比は０．９〜１．５であることが好ましく、この運動量比は１．１〜１．３であることがさらに好ましい。この運動量比は次式によって求めることができる。
【００４４】
運動量比＝((ρa/ρao)×Va)/((ρs/ρso)×Vs) ……（３）
但し、ρa：充填空気密度、ρao：標準状態での空気密度、Va：圧縮行程上死点でのリップ部１１の部位のスワール速度、ρs：定容器実験での燃料噴霧の密度、ρso：標準状態での燃料噴霧の密度、Vs：定容器実験でのリップ部到達時の噴霧速度である。標準状態は２０℃、１気圧（0.1013ＭＰａ)である。
【００４５】
ここに、ρa/ρao＝(Ｐin/101.3)/(Ｔin/293.3)、
Va＝ρa×ＳＲi×(Ｄlip/Ｂ/2))^２×(Ｎ×２π/60)×Ｄlip、
である。ρs/ρso＝１とすることができる。
【００４６】
但し、Ｐin：吸気マニホールド内圧力(ｋＰａ)、Ｔin：吸気マニホールド内温度、ＳＲi：リグテストでのスワール比、Ｎ：エンジン回転数(ｒｐｍ)である。
【００４７】
−燃焼コンセプト−
図２（Ａ）〜（Ｃ）は本発明の燃焼コンセプトを示す。
【００４８】
同図（Ａ）に着火遅れ期間の状態を示すように、キャビティ８に縦渦（キャビティ８のリップ部１１から凹入部１２、最深部、凸部１３を経て再びリップ部１３に至る流れ）が実質的に生じていないときに、燃料噴射弁９から燃料をピストン１のリップ部１１に向かうように噴射する。この燃料の着火遅れ期間に燃料噴霧１５をリップ部１１に到達させて該リップ部１１付近に燃料蒸気１６の領域を形成し、燃料噴射方向前方で燃料蒸気１６を着火させる。着火点を同図（Ａ）に★印で示す。
【００４９】
この場合、噴霧ペネトレーションを大きくすることにより、リップ部１１付近に燃料蒸気１６の領域を形成することができる。このことは、次に述べる膨張流によって燃料蒸気１６を凹入部１２の方へ多量に誘導する上で有利になる。また、コーン角Θを大きくする（Θ＝１５３〜１５７度とする）方がリップ部１１の付近に燃料蒸気１６の領域を形成する上で有利になる。
【００５０】
同図（Ｂ）に燃焼初期状態を示すように、上記着火による燃焼ガス１７の膨張流により、その着火位置前方の燃料蒸気１６をリップ部１１に当てる。これにより、当該燃料蒸気１６をリップ部１１から凹入部１２へ、さらにはキャビティ８の底の方へ誘導し、縦渦を生成する。
【００５１】
この場合、上記噴霧ペネトレーションを大きくすると、噴射方向前方への膨張流が大きくなり、縦渦の促進に有利になる。また、リップ径Ｄlip は小さい方が膨張流をキャビティ周壁面に強く当てて燃料蒸気をキャビティ底の方へ誘導する上で有利になる。但し、リップ径Ｄlip が小さくなりすぎると、エンジンの最高出力が低くなるため、リップ径Ｄlip はボア径Ｂの１／２よりも大きい方が好ましい。
【００５２】
同図（Ｃ）に燃焼後期の状態を示すように、キャビティ中央部の凸部１３により、キャビティ底の最も深い部位からの燃焼ガス１７の当該凸部１３の立ち上がり面に沿った巻き上げを促進する。
【００５３】
以上により、燃料噴射終了までにキャビティ８内の最高温度部位をリップ部１１よりもキャビティ８の底部側に移行させるものである。従って、ヒートスポットがキャビティ内の特定部位で大きくならず、また、ヒートスポットの消滅が早くなり、ＮＯｘの低減が図れる。また、燃焼後期の上記巻き上げによって燃焼ガス１７とキャビティ中央部上方に残存する酸素との混合が進み、さらには燃焼ガス１７がスキッシュエリアに流れるため、空気利用率が高まって、当該燃焼ガス１７中の煤の再燃焼が促進され、煤排出量が低減する。
【００５４】
−燃焼のシミュレーション−
次に燃焼のシミュレーション結果について説明する。すなわち、ピストン１、シリンダブロック２及びシリンダヘッド３によって形成されるに示す燃焼室の断面燃料分布、断面速度ベクトル及び断面温度分布を、図３に示すようにボア１８の中心を通って略燃料噴射方向に延びる断面で求めた。同図において、Ｓはスワールである。
【００５５】
計算条件は、エンジン回転数：２０００ｒｐｍ、平均有効圧力：０．５７ＭＰａ、燃料噴射弁９：噴射弁(1)；噴口径０．１５ｍｍ×６個，噴射弁(2)；噴口径０．１７ｍｍ×６個、噴射圧力：８０ＭＰａ、噴射タイミング：ＡＴＤＣ２゜、ＥＧＲなし、である。噴射弁(1)は噴霧角θ＝２２度、噴射弁(2)は噴霧角θ＝３０度であり、コーン角Θはいずれも１５４度である。
【００５６】
図４〜図１０に数値計算の結果を示す。各図においては、その上側に噴射弁(1)の結果を、下側に噴射弁(2)の結果を示している。各図の断面燃料分布では、燃料蒸気の領域を２点鎖線で囲んで表している。各図の断面温度分布では、等温度線で温度分布を表しており、内側にいくほど温度が高くなっている。
【００５７】
図４に示すＡＴＤＣ６゜では、噴射角２２度と噴射角３０度とは、その噴射角の相違に対応して前者の方が燃料噴霧の分散度が低くなっている点で異なっている。一方、速度分布についてはこの両者に差異は見られず、いずれも縦渦はほとんど見られない。
【００５８】
図５に示すＡＴＤＣ８゜になると、噴霧角２２度及び３０度のいずれにおいても、燃料噴霧がリップ部１１に当たり、このリップ部１１の付近に燃料蒸気の領域が形成されている。次いで着火により、燃焼ガスの膨張流が発生し、その前方の燃料蒸気がキャビテイ周壁面、特にリップ部１１と凹入部１２との境界部に吹き飛ばされている。
【００５９】
噴霧角２２度と３０度とを比較すると、燃料蒸気は前者の方が後者よりも凹入部１２の方へよく広がっている。これは、断面速度分布から明らかなように、前者の方が後者よりも上記境界部ないしは凹入部１２に向かった強い膨張流が発生しているためである。両者とも着火点の温度が高くなっている。
【００６０】
図６に示すＡＴＤＣ１０゜になると、噴霧角２２度では、上記膨張流が強いことから、燃料蒸気の一部がリップ部１１からキャビティ周壁面に沿って凹入部１２の方へ吹き飛ばされているが、噴霧角３０度では凹入部１２に吹き飛ばされた燃料蒸気が噴霧角２２度の場合よりも少ない。
【００６１】
このため、前者（噴霧角２２度）では、凹入部１２に吹き飛ばされた燃料蒸気によって火炎がリップ部１１から凹入部１２に向かって大きく成長し、断面速度分布に表れているように燃焼ガスの膨張流が凹入部１２からさらにキャビティ底の最も深い部位に回り込んでいる。そして、断面温度分布でも所定温度以上のヒートスポットＨがキャビティ底の最も深い部位に向かって延びている。これに対して、後者（噴霧角３０度）では前者よりも燃焼ガスの膨張流の回り込みが弱く、従って、ヒートスポットＨのキャビティ底へ向かった延びも少ない。
【００６２】
図７に示すＡＴＤＣ１２゜になると、噴霧角２２度では、燃料蒸気がさらにキャビティ底の最も深い部位まで大きく広がり、燃焼ガスの膨張流の回り込みもさらに強くなって縦渦の成長が見られる。そうして、リップ部１１付近のヒートスポットＨが小さくなって、キャビティ底に別のヒートスポットＨが表れている。これに対して、噴霧角３０度では、噴霧角２２度に比べて、燃料蒸気のキャビティ底への広がりが少なく、燃焼ガスの膨張流の回り込みも少ない。また、リップ部１１付近のヒートスポットＨも未だ小さくなっていない。
【００６３】
図８に示すＡＴＤＣ１４゜になると、噴霧角２２度では、燃料蒸気の大部分がキャビティ底の最も深い部位に移動し、そこから、凸部に沿ってキャビティ８の開口部中央側へ向かった燃焼ガスの膨張流が大きくなって縦渦の成長が見られる。そして、リップ部１１付近のヒートスポットＨが殆ど消滅している。すなわち、キャビティ８内の最高温度部位がリップ部１１よりもキャビティ８の底部側に完全に移行している。これに対して、噴霧角３０度では、噴霧角２２度に比べて、燃料蒸気のキャビティ底への広がりが少なく、燃焼ガスの膨張流の回り込みも少ない。また、キャビティ８の底にヒートスポットＨが表れているが、リップ部１１付近のヒートスポットＨは未だ消滅していない。
【００６４】
図９に示すＡＴＤＣ１６゜になると、燃料噴射は終了し、噴霧角２２度では、燃料蒸気の位置が凸部１３の方へ移動し且つ燃料蒸気の量も少なくなっている。また、この燃料蒸気の移動に伴って、燃焼ガスの膨張流が凸部１３の周壁面に沿って巻き上がり、さらに、ヒートスポットＨが凸部１３寄りに移動している。これに対して、噴霧角３０度では、噴霧角２２度に比べて、燃料蒸気の凸部１３へ向かった移動が少なく、燃焼ガスの膨張流の巻き上げも少ない。また、リップ部１１付近のヒートスポットＨは未だ消滅していない。
【００６５】
図１０に示すＡＴＤＣ１８゜になると、噴霧角２２度では、燃料蒸気は僅かな量になり、縦渦も弱くなっているが、キャビティ８の底からキャビティ８の開口へ、さらにはスキッシュエリアへ向かった流れが存在する。キャビティ８の底のヒートスポットＨは殆ど消滅している。これに対して、噴霧角３０度では、キャビティ８の底に燃料蒸気が比較的多く残り、また、リップ部１１付近及びキャビティ８の底のヒートスポットＨは未だ消滅していない。
【００６６】
以上のように、噴霧角２２度では、噴霧角３０度に比べて、燃焼初期の燃焼ガスの膨張流が大きく、リップ部１１付近の燃料蒸気がキャビティ周壁面に強く押し当てられて凹入部１２へと運ばれている。このため、燃焼ガスの膨張流がリップ部１１から凹入部１２を経てキャビティ底へと成長し、キャビティ底付近にヒートスポットＨが表れるとともに、リップ部１１付近のヒートスポットＨが比較的早く消滅している。また、上記膨張流による縦渦の促進によって、キャビティ底付近のヒートスポットＨも比較的早く消滅している。これから、噴霧角２２度では噴霧角３０度の場合よりも、ＮＯの生成量が少なくなることがわかる。
【００６７】
また、噴霧角２２度では、上述の強い縦渦によって燃焼ガスが凸部１３に沿って巻き上げられ、キャビテイ８の中央部の空気との接触が促進され、さらにはスキッシュエリアの空気との接触が促進されている。これから、燃焼ガス中の煤の再燃焼が進むため、煤排出量が少なくなることがわかる。
【００６８】
−ノズルの噴口径と、噴射角θ及びペネトレーションとの関係−
ノズルの噴口径が０．１５ｍｍの燃料噴射弁(1)と該噴口径が０．１７ｍｍの燃料噴射弁(2)とについて、定容器実験（噴射圧力７０ＭＰａ，雰囲気圧力２．５ＭＰａ，雰囲気温度２９３Ｋ）により、噴霧角θと、噴霧到達距離（ペネトレーション）Ｓｐとを調べた。噴霧角θについての結果を図１１に、噴霧到達距離Ｓｐについての結果を図１２に示す。なお、図１１、図１２及び後述の図１５において、噴射弁(1)及び噴射弁(2)の数字記号は丸数字で表している。
【００６９】
図１１に示すように、噴霧角θは時間の経過によって殆ど変化せず、噴口径０．１５ｍｍの噴射弁(1)では噴霧角θは約２２度であり、噴口径０．１７ｍｍの噴射弁(2)では噴霧角θは約３０度である。図１２に示すように、着火遅れ期間０．４２ｍｓでの噴霧到達距離Ｓｐは、噴口径０．１５ｍｍの噴射弁(1)では２７ｍｍとなり、噴口径０．１７ｍｍの噴射弁(2)では２１ｍｍとなった。
【００７０】
−ｋ値について−
次にｋ値がＮＯ生成量に与える影響を説明する。
【００７１】
すなわち、（１）式から明らかなように、ｋ値の大小はリップ径Ｄlip の大小として反映され、到達距離Ｓｐ一定とすると、縦渦の強さに影響を与える。そこで、ｋ値を変化させたときのＮＯ生成量を調べた。その結果は図１３に示されている。
【００７２】
同図において、ｋ＝１．９のデータは、リエントラント率Ｒ＝１で且つキャビティ中央の凸部１３がないＰＡＮ（平鍋）型のものである。なお、リエントラント率Ｒはキャビティ８の最大内径をＤmax とするときの、Ｄlip／Ｄmax値である。ｋ＝１．７３のデータは、リエントラント率Ｒ＝１．７３／１．９でキャビティ中央に凸部１３を有するリエントラント型のものである。ｋ＝１．６５及びｋ＝１．５４の各データは、凹入部１２のリップ部１１からの凹入量Ｒｅ（図２（Ｂ）参照）をｋ＝１．７３のものと同じにしたリエントラント型のものである。
【００７３】
同図によれば、ｋ値が小さくなるに従ってＮＯ生成量が減少している。これは、リップ径が小さくなることによって燃焼初期の燃焼ガスの膨張流がキャビティ周壁面に強く作用し、縦渦が促進されること、さらに、凹入部１２と凸部１３との距離が近くなり、縦渦を生じ易くなることによる。但し、ｋ値が小さくなりすぎると、燃料噴霧のコアがリップ部１１に衝突して燃焼を悪化させ（出力低下）、ＮＯの生成量は少なくなっても、煤の生成量が多くなる。従って、出力低下や煤の生成を抑えながらＮＯの生成量を低減させるには、ｋ値を１．４〜１．８に、さらには１．５〜１．７にすることが好ましい。
【００７４】
−スワール／燃料噴霧の運動量比が煤排出量に及ぼす影響−
キャビティ８のリップ部１１おける燃料噴霧の運動量に対するスワールの運動量の比を種々に変えて、煤の排出量を調べた。測定は、コーン角１５４度、リップ径４３．４ｍｍ、ボア径８６ｍｍ、ノズル噴口径０．１５ｍｍ（噴射弁(1)：噴霧角２２度）として、エンジン回転数１５００ｒｐｍで平均有効圧力０．３ＭＰａ、エンジン回転数２０００ｒｐｍで平均有効圧力０．５７ＭＰａ、並びにエンジン回転数２５００ｒｐｍで平均有効圧力０．９ＭＰａの各々について行なった。結果を図１４に示す。
【００７５】
同図によれば、多少のバラツキはあるが、同図に傾向を示す線を付記するように、運動量比約１．２を中央点として、運動量比が小さくなる場合及び大きくなる場合のいずれも、煤排出量が増大していっている。運動量比が小さくなるに従って煤排出量が増大しているのは、スワールによる燃料と空気との混合が充分に図れず、煤の生成量が増大するためである。運動量比が大きくなるに従って煤排出量が増大しているのは、スワールによって上述の縦渦を生じ難くなり、燃焼ガス中の煤の再燃焼（酸化）が進まなくなるためである。
【００７６】
従って、同図から、当該運動量比は、１．２を中心とする所定範囲にすれば、煤の生成をスワールによって抑えながら、縦渦によって煤の再燃焼を促進することができることがわかり、例えば０．９〜１．５程度にすることが好ましく、１．１〜１．３程度にすることがさらに好ましい、ということができる。
【００７７】
−噴霧角θ及びＥＧＲ率がＮＯｘ排出量及び煤排出量に及ぼす影響−
コーン角１５４度、リップ径４３．４ｍｍ、ボア径８６ｍｍ、エンジン回転数２０００ｒｐｍ、平均有効圧力０．５７ＭＰａにおいて、噴射弁(1)（噴口径０．１５ｍｍ，噴霧角２２度）と噴射弁(2)（噴口径０．１７ｍｍ，噴霧角３０度）とについて、各々ＥＧＲ率（エンジンの排気系から吸気系に還流される排気量（ＥＧＲ量）の全吸気量に対する割合）を変えて、ＮＯｘ排出量及び煤排出量を測定した。結果を図１５に示す。
【００７８】
同図によれば、噴口径０．１５ｍｍ，噴霧角２２度の噴射弁(1)を用いると、噴口径０．１７ｍｍ，噴霧角３０度の噴射弁(2)を用いる場合よりも、ＮＯｘ排出量及び煤排出量のいずれも少なくなること、但し、ＥＧＲ率が大きくなると、噴霧角θを小さくすることによるＮＯｘ低減効果があまり得られないことがわかる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の実施形態に係るディーゼルエンジンの構造を示す断面図。
【図２】本発明の燃焼コンセプトを示す説明図（断面図）。
【図３】図４〜図１０の断面位置を表示した燃焼室の平面図。
【図４】噴霧角２２度と３０度とについてシミュレーションで求めたＡＴＤＣ６゜での燃焼室の断面燃料分布、断面速度ベクトル及び断面温度分布を示す図。
【図５】噴霧角２２度と３０度とについてシミュレーションで求めたＡＴＤＣ８゜での燃焼室の断面燃料分布、断面速度ベクトル及び断面温度分布を示す図。
【図６】噴霧角２２度と３０度とについてシミュレーションで求めたＡＴＤＣ１０゜での燃焼室の断面燃料分布、断面速度ベクトル及び断面温度分布を示す図。
【図７】噴霧角２２度と３０度とについてシミュレーションで求めたＡＴＤＣ１２゜での燃焼室の断面燃料分布、断面速度ベクトル及び断面温度分布を示す図。
【図８】噴霧角２２度と３０度とについてシミュレーションで求めたＡＴＤＣ１４゜での燃焼室の断面燃料分布、断面速度ベクトル及び断面温度分布を示す図。
【図９】噴霧角２２度と３０度とについてシミュレーションで求めたＡＴＤＣ１６゜での燃焼室の断面燃料分布、断面速度ベクトル及び断面温度分布を示す図。
【図１０】噴霧角２２度と３０度とについてシミュレーションで求めたＡＴＤＣ１８゜での燃焼室の断面燃料分布、断面速度ベクトル及び断面温度分布を示す図。
【図１１】ノズルの噴口径と噴霧角θとの関係を示すグラフ図。
【図１２】ノズルの噴口径と噴霧到達距離（ペネトレーション）Ｓｐとの関係を示すグラフ図。
【図１３】ｋ値とＮＯ生成量との関係を示すグラフ図。
【図１４】燃料噴霧の運動量に対するスワールの運動量の比を種々に変えたときの煤の排出量を示すグラフ図。
【図１５】噴霧角θ及びＥＧＲ率とＮＯｘ排出量及び煤排出量との関係を示すグラフ図。
【符号の説明】
１ピストン
２シリンダブロック
３シリンダヘッド
４吸気ポート（ヘリカルポート）
５排気ポート
８キャビティ
９燃料噴射弁
１０噴射ノズル
１１リップ部
１２凹入部
１３凸部
１５燃料噴霧
１６燃料蒸気
１７燃焼ガス[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
  The present invention relates to a diesel engine.ToRelated.
[0002]
[Prior art]
  In a direct injection type diesel engine, a reentrant type cavity formed at the top of a piston is generally known. For example, in Japanese Patent Laid-Open No. 9-41975, the cavity shape is defined so that the fuel injected toward the lip portion of the piston is peeled off from the cavity side wall when going to the bottom of the cavity from the lip portion. Describes that the mixing of fuel spray and air is improved to suppress the generation of smoke.
[0003]
  Also, Vol.31, No.3, July 2000, pages 51-56 of the Society of Automotive Engineers of Japan, if the bottom center of the reentrant cavity of the piston is raised,(1)Forming a vertical vortex that flows downward along the side wall under the lip during the compression stroke;(2)When fuel is injected, the fuel spray is drawn into the vertical vortex and forms a flow that rotates downward along the side wall under the lip.(3)Increasing the lip diameter weakens the reverse squish flow and suppresses the outflow of air-fuel mixture to the squish area.(Four)The above vertical vortex becomes a spiral vortex due to swirl,(Five)This spiral vortex promotes mixture formation and combustion in the cavity,(6)Thereafter, it is described that the air-fuel mixture is discharged to the squish area and oxidizes unburned soot.
[0004]
[Problems to be solved by the invention]
  An object of the present invention is to suppress generation of NOx in a direct injection diesel engine. That is, the amount of NOx generated increases as the temperature of the mixture increases and as the combustion time of the mixture increases. That is, if a heat spot (local high temperature region) exists in the combustion chamber for a long time, NOx increases. Therefore, the present invention intends to reduce the amount of NOx produced by such early diffusion of heat spots.
[0005]
  Another object of the present invention is to reduce soot discharge in a direct injection diesel engine. That is, if the fuel is burned with insufficient mixing with air, the amount of soot generated increases, and if the combustion gas and air are mixed poorly in the latter half of combustion, soot oxidation proceeds. First, as a result, soot emissions increase. Therefore, the present invention suppresses soot formation by promoting the mixing of fuel spray and air, further increases the utilization rate of air in the second half of combustion, promotes soot oxidation, and reduces soot emissions. It is what you want.
[0006]
[Means for Solving the Problems]
  In order to solve the above problems, the present inventor has advanced research on the generation mechanism of the vertical vortex in the reentrant cavity at the top of the piston, and has strengthened the vertical vortex from a viewpoint different from the conventional one. That is, in the past, a vertical vortex was generated in the cavity during the compression stroke, and a fuel spray was placed on the cavity, but the present invention is directed to a relatively concentrated fuel vapor near the lip during the ignition delay period. A region is formed, and this fuel vapor is guided toward the bottom of the cavity by the expanded flow of the combustion gas after ignition, thereby creating and strengthening the vertical vortex. The present invention will be specifically described below.
[0007]
  The invention according to claim 1A piston formed with a reentrant-type cavity whose diameter decreases as it approaches the open end at the top;
In a diesel engine comprising a fuel injection valve that injects fuel toward a lip portion that forms an opening edge of the cavity of the piston,
The fuel spray reach Sp at the time when 0.42 ms has elapsed from the start of fuel injection of the fuel injection valve, the fuel spray cone angle Θ, and the minimum diameter Dlip at the lip portion of the cavity are as follows: formula
Dlip = k × Sp × sin (Θ / 2)
(However, k = 1.4 to 1.8)
A relationship that satisfies
The piston has a cavity central portion raised so that the combustion gas that has moved from the lip portion toward the bottom is guided to the opening side of the cavity center,
The ratio of the momentum of the swirl to the momentum of the fuel spray at the lip when the fuel spray injected from the fuel injection valve first reaches the lip is 0.9 to 1.5It is characterized by that.
[0008]
  That is, according to the present invention, the fuel vapor is guided from the vicinity of the lip portion toward the bottom of the cavity by utilizing the expansion flow of the combustion gas, so that the heat spot is dispersed or moved.
[0009]
  In this regard, the conventional vertical vortex combustion concept is that a vertical vortex is formed in the compression stroke, and the fuel spray injected below the lip is placed on the vertical vortex. It is slowly dispersed toward the bottom of the cavity by the vertical vortex inside. For this reason, the fuel vapor suitable for ignition cannot stagnate near the lip portion, and ignition tends to occur at the stagnation site on the downstream side of the vertical vortex of the fuel spray. In this case, the expansion flow of the combustion gas generated by ignition spreads not only in the downstream direction of the vertical vortex but also in the upstream direction, and the strength of the expansion flow itself becomes weak. Does not work very much and does not contribute much to the strengthening of the vertical vortex. On the other hand, a strong vertical vortex does not occur even if a vertical vortex is generated in the compression stroke.
[0010]
  In contrast, in the present invention, the fuel spray reaches the lip portion during the ignition delay period and forms a region of fuel vapor near the lip portion.I am doing so. Specifically, the fuel spray arrival distance Sp (penetration) at the time when 0.42 ms, which is a typical ignition delay period during medium load operation, from the start of fuel injection is used to set the minimum aperture Dlip of the cavity. Yes. The reason why Sp (sin) is multiplied by sin (Θ / 2) is to determine the reach of the fuel spray in the horizontal direction because the fuel is injected with a cone angle Θ. Then, since the k value is set to 1.4 to 1.8, the fuel spray reaches the lip portion during the ignition delay period. Since the cavity is at a high temperature, vaporization of the fuel spray proceeds simultaneously with mixing of the fuel spray and air, and fuel vapor is formed in the vicinity of the lip portion.
[0011]
Ignition occurs in a combustible mixture of fuel vapor and air, where ignition conditions are reached, but does not occur near the spray tip (near the lip) or near the fuel injection valve. Usually, it occurs at a place away from the fuel injection valve to the front in the injection direction to some extent (and also away from the lip portion). in this waySince the ignition position (ignition point) of the fuel spray is a position upstream of the fuel vapor reservoir, the combustion spreads toward the downstream side. Therefore, a strong expansion flow is generated. The reason why the ignition point is located on the upstream side is that a strong vertical vortex is not formed in the compression stroke, so the fuel is over-rich in the vicinity of the lip, and the concentration slightly away from the lip has a concentration suitable for ignition. This is probably because of this.
[0012]
With the above,Fuel vapor near the topIsIt is applied to the peripheral wall surface of the cavity (particularly near the boundary between the lip and the portion recessed from the lip to the outside in the radial direction of the piston) by the expanded flow of combustion gas after ignitionIsGuide towards the bottom of the cavityIs done.In addition to generating a strong unidirectional expansion flow, the flame propagates following the fuel guided to the bottom of the cavity, and further vertical vortices grow. In other words, this is different from the conventional idea in that the expansion flow of the combustion gas is positively used for guiding the fuel vapor to the cavity bottom.
[0013]
  As the fuel vapor is guided toward the bottom of the cavity by the expansion flow of the combustion gas, the flame propagates toward the bottom of the cavity. Go around the bottom. As a result, the heat spot once spreads from the vicinity of the lip portion toward the bottom of the cavity, but since the fuel vapor is reduced in the vicinity of the lip portion, the heat spot is generated toward the bottom of the cavity, so The heat spot disappears quickly. That is, by the end of fuel injection, the highest temperature portion in the cavity moves to the bottom side of the cavity from the lip portion. For this reason, the heat spot does not become large at a specific portion in the cavity, or the disappearance of the heat spot is accelerated, which is advantageous in reducing NOx.
[0014]
ThisIf the k value is less than 1.4, that is, if the minimum diameter Dlip of the cavity becomes relatively small, the liquid jet of fuel injected from the fuel injection valve will reach the lip portion. It does not divide sufficiently, resulting in incomplete spraying. Therefore, the formation of fuel vapor is insufficient, and the expansion flow of the combustion gas does not work effectively. Furthermore, the core of the fuel spray (the liquid column part present in the fuel spray injected from the fuel injection valve or the part where the fuel concentration is very high) collides with the lip part to worsen the combustion (power reduction), Even if the NO generation amount decreases, the soot generation amount increases.
[0015]
  On the other hand, if the k value exceeds 1.8, that is, if the Dlip is relatively large, the distance from the ignition point to the lip portion becomes long, so that the expansion flow of the combustion gas due to ignition causes the fuel in front of the lip. Even if it acts on the steam, the amount of the fuel steam that is dispersed to the periphery before being applied to the lip increases. That is, the expansion flow does not work effectively for guiding the fuel vapor toward the bottom of the cavity, and the amount of NOx generated increases. From such a viewpoint, the k value is more preferably 1.5 to 1.7.
[0016]
  Further, since the cavity central portion of the piston is raised, the above-described combustion gas generates a vertical vortex that is wound up along the raised portion from the deepest portion of the cavity bottom, and this winding causes the combustion gas and the cavity central portion to rise. Mixing with the remaining oxygen proceeds, and further, the combustion gas flows into the squish area and mixing with oxygen proceeds. For this reason, an air utilization rate increases, the recombustion (oxidation) of the soot in the said combustion gas is accelerated | stimulated, and soot discharge amount reduces.
[0017]
By the way, the swirl generated in the bore in the intake stroke promotes the mixing of fuel spray or fuel vapor and air in the combustion stroke (expansion stroke) and contributes to the reduction of the amount of soot produced. However, if the swirl is too strong, the penetration of the fuel spray becomes small, which is disadvantageous for the reburning of soot using the vertical vortex caused by the expansion flow of the combustion gas. Therefore, in the present invention, the momentum ratio is set to 0.9 to 1.5 in order to effectively use the swirl to reduce the generation amount of the soot in a range that does not adversely affect the generation of the vertical vortex. The momentum ratio is more preferably 1.1 to 1.3.
[0018]
  Claim 2The invention according toClaim 1In the diesel engine described in
  The fuel spray cone angle Θ of the fuel injection valve is 153 to 157 degrees.
[0019]
  That is, in a diesel engine, fuel injection is usually performed in the vicinity of the top dead center of the compression stroke, particularly in the vicinity of several degrees CA (for example, near ATDC 2 °) after the top dead center. In that case, if the cone angle Θ is less than 153 degrees, the fuel spray does not hit the lip, but moves toward the bottom of the cavity, and the heat spot is sufficiently dispersed or prematurely extinguished using the vertical vortex due to the expansion flow described above. I ca n’t plan. That is, since the fuel does not accumulate in the lip portion, the expansion flow is weak, and the longitudinal vortex is weakened. On the other hand, when the cone angle Θ exceeds 157 degrees, the fuel spray injected from the fuel injection valve is directed to the squish area around the cavity opening, and this squish area is a place where heat is easily radiated to the cylinder head and the cylinder block. Therefore, incomplete combustion of the fuel spray tends to occur and the amount of soot generated increases. Therefore, from this point of view, the more preferable cone angle Θ is 154 to 156 degrees.
[0020]
  Claim 3The invention according toClaim 1In the diesel engine described in
  The bore diameter B of the cylinder on which the piston slides is
      B = K × Dlip
      (However, K = 1.8 to 2.5)
It is characterized by satisfying the relationship.
[0021]
  That is, if the minimum diameter Dlip of the cavity is too small with respect to the bore diameter B, the maximum output is reduced. On the contrary, if the cavity is too large, the normal squish flow obtained in the compression stroke becomes weak. As a result, the amount of sputum generated increases. From this viewpoint, the K value is set to 1.8 to 2.5, and a more preferable K value is 2.0 to 2.3.
[0022]
  Claim 4The invention according toClaim 1In the diesel engine described in
  The fuel spray angle θ is 15 to 24 degrees.
[0023]
  That is, as the spray angle θ increases, the dispersibility of the fuel spray increases, but the fuel vapor also spreads from the vicinity of the lip portion to the periphery thereof, so the amount of fuel vapor applied to the lip portion by the expansion flow of the combustion gas decreases accordingly. This is disadvantageous for the dispersion movement or early disappearance of the heat spot using the expansion flow. On the other hand, if the spray angle θ becomes too small, the fuel spray core becomes longer and this impinges on the lip and worsens combustion (decrease in output). Even if the amount of NOx generated decreases, the amount of soot generated Will increase. For this reason, the spray angle θ is preferably 15 to 24 degrees, and more preferably 18 to 23 degrees.
[0024]
  Claim 5The invention according toClaim 1In the diesel engine described in
  The fuel injection pressure of the fuel injection valve is 50 MPa or more.
[0025]
  That is, in order to cause the fuel spray injected from the fuel injection valve to reach the lip portion during the ignition delay period and form fuel vapor near the lip portion as described above, the fuel injection pressure is set to 50 MPa or more. It is preferable. A more preferable injection pressure is 80 MPa or more.
[0026]
【The invention's effect】
  As described above, according to the invention of claim 1,, BurningThe fuel spray reaching distance Sp at the time when 0.42 ms has elapsed from the start of fuel injection of the fuel injection valve, the fuel spray cone angle Θ, and the minimum diameter Dlip at the lip portion of the piston
      Dlip = k × Sp × sin (Θ / 2) (where k = 1.4 to 1.8)
To satisfyFurther, the ratio of the swirl momentum to the momentum of fuel spray at the lip portion when the fuel spray injected from the fuel injection valve first reaches the lip portion of the piston cavity while raising the central portion of the piston cavity. 0.9-1.5Therefore, the expansion flow of the combustion gas generated by ignition strongly presses the fuel vapor existing near the front lip portion against the peripheral wall surface of the cavity, and induces the fuel vapor toward the bottom of the cavity. Spot does not grow at a specific part in the cavity, or heat spot disappears quicklyBecomeIt is advantageous for NOx reductionIn addition, a vertical vortex can be formed to increase the air utilization rate, so that the reburning of soot can be promoted, and swirl can be reduced in the range that does not adversely affect the generation of this vertical vortex Can be used effectively.
[0027]
  Claim 2According to the invention according toClaim 1Since the cone angle Θ of the fuel spray of the fuel injection valve is set to 153 to 157 degrees in the diesel engine described in 1), the fuel spray is applied to the lip portion, and the fuel vapor is guided toward the cavity bottom by the expansion flow of the combustion gas. It will be advantageous.
[0028]
  Claim 3According to the invention according toClaim 1In the diesel engine described in the above, the bore diameter B of the cylinder on which the piston slides is given by
      B = K × Dlip (K = 1.8-2.5)
Therefore, it is advantageous for securing the maximum output of the engine while suppressing the generation of soot.
[0029]
  Claim 4According to the invention according toClaim 1In the diesel engine described above, the fuel spray angle θ is set to 15 to 24 degrees, which is advantageous for heat spot dispersion movement or early extinction using the expansion flow of combustion gas.
[0030]
  Claim 5According to the invention according toClaim 1Since the fuel injection pressure of the fuel injection valve is set to 50 MPa or more in the diesel engine described in 1), the fuel spray injected from the fuel injection valve reaches the lip portion during the ignition delay period to form fuel vapor near the lip portion. This is advantageous.
[0031]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
  Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
[0032]
  -Combustion chamber structure of diesel engine-
  In the combustion chamber structure of the direct injection diesel engine shown in FIG. 1, 1 is a piston, 2 is a cylinder block, 3 is a cylinder head, 4 is an intake port (helical port), 5 is an exhaust port, 6 is an intake valve, and 7 is an exhaust. It is a valve. At the top of the piston 1 is formed a reentrant cavity 8 whose diameter decreases as it approaches the open end. The cylinder head 3 is provided with a fuel injection valve 9, and the injection nozzle 10 slightly protrudes to inject fuel directly into the cavity 8. The cylinder head 3 is a flat type, and the valves 6 and 7 are upright.
[0033]
In the piston 1 shown enlarged in FIG. 2, 11 is an annular lip portion projecting inwardly at the top surface of the piston so as to form an opening edge of the cavity 8, and 12 is a piston radial outward direction following the lip portion 11. It is the annular recessed part recessed in. Further, the piston 1 is formed with a convex portion 13 protruding toward the opening of the cavity 8 at the center of the bottom of the cavity 8.
[0034]
  −Diesel engine design−
  The diesel engine is designed as follows.
[0035]
  The fuel spray reach Sp at the time when 0.42 ms has elapsed from the start of fuel injection of the fuel injection valve 9, the cone angle Θ of the fuel spray of the fuel injection valve 9, and the minimum aperture of the lip portion 11 of the cavity 8 (Hereinafter referred to as lip diameter.) Dlip has a relationship satisfying the following expression.
[0036]
      Dlip = k × Sp × sin (Θ / 2) (1)
  However, k = 1.4 to 1.8, and k = 1.5 to 1.7 is preferable. The cone angle Θ is preferably 153 to 157 degrees, more preferably Θ = 154 to 156 degrees. 0.42 ms from the start of fuel injection is a typical ignition delay period in the emission operation mode.
[0037]
  The reach distance Sp is determined by a constant container experiment (fuel injection pressure 80 MPa, atmospheric pressure 2.5 MPa, temperature 20 ° C.). If there is no constant container experiment data, it can be estimated from Guang'an's formula. Guang'an's formula is an empirical formula that relates the reach distance Sp (spray penetration) and the nozzle diameter of the fuel injection valve 9 and is as follows.
[0038]
    Sp = Spb + 2.95 × (ΔP × 10⁶/ ρf)^0.25× (Dn × (t-tb))^0.5
        Spb = 0.39 × (2 × ΔP × 10⁶/ ρf)^0.5× tb
         tb = 28.65 × (ρf × Dn × 10^-3) / (ρA × ΔP × 10⁶)^0.5/Ten^-3
  Where ΔP: differential pressure (MPa) between container pressure and injection pressure, ρf: light oil density (kg / m³), Dn: nozzle diameter (mm), t: time after the start of injection (0.42 ms), and ρA: container air density.
[0039]
  The cylinder bore diameter B has a relationship satisfying the following formula.
[0040]
      B = K × Dlip (2)
  However, K = 1.8 to 2.5 is preferable, and K = 2.0 to 2.3 is more preferable.
[0041]
  For example, when the reach distance Sp = 27 mm and the cone angle Θ = 154 degrees, the lip diameter Dlip = 38.94 to 44.20 mm and the bore diameter B = 77.87 to 100.33 mm. The height of the convex portion 13 may be about 0.2 to 0.25 times the lip diameter Dlip.
[0042]
  The fuel spray angle θ is preferably 15 to 24 degrees, and more preferably θ is 18 to 23 degrees. The fuel injection pressure P of the fuel injection valve 9 is preferably 50 MPa or more, and more preferably P = 80 MPa or more. The upper limit of the injection pressure can be set to 150 MPa, for example, and 200 MPa.
[0043]
  The ratio of the momentum of the swirl to the momentum of the fuel spray at the lip when the fuel spray injected from the fuel injection valve 9 first reaches the lip of the piston cavity is 0.9 to 1.5. It is preferable that the momentum ratio is 1.1 to 1.3. This momentum ratio can be obtained by the following equation.
[0044]
    Momentum ratio = ((ρa / ρao) × Va) / ((ρs / ρso) × Vs) (3)
  Where ρa: charged air density, ρao: air density in the standard state, Va: swirl speed of the lip portion 11 at the top dead center of the compression stroke, ρs: density of fuel spray in a constant vessel experiment, ρso: standard Fuel spray density in the state, Vs: Spray speed when reaching the lip in a constant container experiment. The standard state is 20 ° C. and 1 atmosphere (0.1013 MPa).
[0045]
  Where ρa / ρao = (Pin / 101.3) / (Tin / 293.3),
                Va = ρa × SRi × (Dlip / B / 2))²× (N × 2π / 60) × Dlip,
It is. ρs / ρso = 1 can be set.
[0046]
  Where Pin: intake manifold internal pressure (kPa), Tin: intake manifold internal temperature, SRi: swirl ratio in rig test, N: engine speed (rpm).
[0047]
  -Combustion concept-
  2A to 2C show the combustion concept of the present invention.
[0048]
  As shown in the state of the ignition delay period in FIG. 3A, a vertical vortex (flow from the lip portion 11 of the cavity 8 to the lip portion 13 through the recessed portion 12, the deepest portion, and the convex portion 13) is formed in the cavity 8. When substantially not generated, fuel is injected from the fuel injection valve 9 toward the lip portion 11 of the piston 1. During this fuel ignition delay period, the fuel spray 15 reaches the lip portion 11 to form a region of the fuel vapor 16 near the lip portion 11, and the fuel vapor 16 is ignited in front of the fuel injection direction. The ignition point is indicated by an asterisk (*) in FIG.
[0049]
  In this case, the region of the fuel vapor 16 can be formed in the vicinity of the lip portion 11 by increasing the spray penetration. This is advantageous in that the fuel vapor 16 is guided in a large amount toward the recessed portion 12 by the expansion flow described below. Further, increasing the cone angle Θ (Θ = 153 to 157 degrees) is advantageous in forming the region of the fuel vapor 16 in the vicinity of the lip portion 11.
[0050]
  As shown in FIG. 2B, the fuel vapor 16 in front of the ignition position is applied to the lip portion 11 by the expansion flow of the combustion gas 17 caused by the ignition. Thereby, the fuel vapor 16 is guided from the lip portion 11 to the recessed portion 12 and further toward the bottom of the cavity 8 to generate a vertical vortex.
[0051]
  In this case, when the spray penetration is increased, the expansion flow forward in the injection direction is increased, which is advantageous for promoting the vertical vortex. A smaller lip diameter Dlip is advantageous in directing the fuel vapor toward the cavity bottom by strongly applying the expansion flow to the cavity peripheral wall surface. However, if the lip diameter Dlip is too small, the maximum output of the engine is lowered. Therefore, the lip diameter Dlip is preferably larger than ½ of the bore diameter B.
[0052]
  As shown in FIG. 5C, the convex portion 13 at the center of the cavity promotes the winding of the combustion gas 17 from the deepest part of the cavity bottom along the rising surface of the convex portion 13 as shown in FIG. .
[0053]
  As described above, the maximum temperature portion in the cavity 8 is shifted from the lip portion 11 to the bottom side of the cavity 8 until the end of fuel injection. Therefore, the heat spot does not become large at a specific part in the cavity, and the disappearance of the heat spot is accelerated, so that NOx can be reduced. In addition, mixing of the combustion gas 17 and oxygen remaining above the center of the cavity progresses due to the above-described hoisting in the later stage of combustion, and further, the combustion gas 17 flows into the squish area, so that the air utilization rate increases, and the combustion gas 17 Soot reburning is promoted and soot emissions are reduced.
[0054]
  -Combustion simulation-
  Next, the simulation result of combustion will be described. That is, the cross-sectional fuel distribution, cross-sectional velocity vector, and cross-sectional temperature distribution of the combustion chamber shown by the piston 1, the cylinder block 2 and the cylinder head 3 are substantially injected through the center of the bore 18 as shown in FIG. It was determined by a section extending in the direction. In the figure, S is a swirl.
[0055]
  Calculation conditions are: engine speed: 2000 rpm, average effective pressure: 0.57 MPa, fuel injection valve 9: injection valve(1); Injection hole diameter 0.15mm x 6 pieces, injection valve(2)Nozzle diameter 0.17 mm × 6, injection pressure: 80 MPa, injection timing: ATDC 2 °, no EGR. Injection valve(1)Is spray angle θ = 22 degrees, injection valve(2)The spray angle θ is 30 degrees, and the cone angle Θ is 154 degrees.
[0056]
  4 to 10 show the results of numerical calculation. In each figure, the injection valve is on the upper side.(1)The result of the injection valve on the lower side(2)Shows the results. In the cross-sectional fuel distribution in each figure, the region of the fuel vapor is surrounded by a two-dot chain line. In the cross-sectional temperature distribution of each figure, the temperature distribution is represented by an isothermal line, and the temperature increases toward the inner side.
[0057]
  In the ATDC 6 ° shown in FIG. 4, the injection angle 22 degrees and the injection angle 30 degrees are different in that the former has a lower fuel spray dispersion corresponding to the difference in the injection angle. On the other hand, there is no difference between the two in terms of velocity distribution, and there are almost no vertical vortices.
[0058]
  At ATDC 8 ° shown in FIG. 5, the fuel spray hits the lip portion 11 at both the spray angles of 22 ° and 30 °, and a fuel vapor region is formed in the vicinity of the lip portion 11. Subsequently, an expanded flow of combustion gas is generated by ignition, and fuel vapor in front of the combustion gas is blown off to the cavity peripheral wall surface, particularly the boundary portion between the lip portion 11 and the recessed portion 12.
[0059]
  Comparing the spray angle between 22 degrees and 30 degrees, the fuel vapor spreads better toward the recessed portion 12 in the former than in the latter. This is because, as is clear from the cross-sectional velocity distribution, the former has a stronger expansion flow toward the boundary portion or the recessed portion 12 than the latter. In both cases, the temperature of the ignition point is high.
[0060]
  At ATDC 10 ° shown in FIG. 6, at the spray angle of 22 degrees, the expansion flow is strong, so that part of the fuel vapor is blown off from the lip portion 11 toward the recessed portion 12 along the cavity peripheral wall surface. When the spray angle is 30 degrees, the fuel vapor blown off into the recessed portion 12 is smaller than when the spray angle is 22 degrees.
[0061]
  For this reason, in the former (spray angle of 22 degrees), the flame grows greatly from the lip portion 11 toward the recessed portion 12 by the fuel vapor blown off to the recessed portion 12, and the combustion gas is generated as shown in the cross-sectional velocity distribution. The expansion flow is further circulated from the recessed portion 12 to the deepest portion of the cavity bottom. And also in cross-sectional temperature distribution, the heat spot H more than predetermined temperature is extended toward the deepest part of a cavity bottom. On the other hand, in the latter (spray angle 30 degrees), the wraparound of the expansion flow of the combustion gas is weaker than that in the former, and therefore, the heat spot H extends less toward the cavity bottom.
[0062]
  At ATDC 12 ° shown in FIG. 7, when the spray angle is 22 degrees, the fuel vapor further spreads to the deepest part of the bottom of the cavity, and the expansion of the expansion flow of the combustion gas is further strengthened, so that the vertical vortex grows. As a result, the heat spot H near the lip portion 11 is reduced, and another heat spot H appears at the bottom of the cavity. On the other hand, when the spray angle is 30 degrees, the fuel vapor is less spread to the bottom of the cavity and the expansion flow of the combustion gas is less circulated than when the spray angle is 22 degrees. Further, the heat spot H in the vicinity of the lip portion 11 is not yet reduced.
[0063]
  At ATDC 14 ° shown in FIG. 8, when the spray angle is 22 degrees, most of the fuel vapor moves to the deepest part of the bottom of the cavity, and then burns along the convex part toward the center of the opening of the cavity 8. The expansion flow of the gas becomes larger and the vertical vortex grows. And the heat spot H near the lip part 11 has almost disappeared. That is, the highest temperature portion in the cavity 8 is completely shifted to the bottom side of the cavity 8 from the lip portion 11. On the other hand, when the spray angle is 30 degrees, the fuel vapor is less spread to the bottom of the cavity and the expansion flow of the combustion gas is less circulated than when the spray angle is 22 degrees. Further, although the heat spot H appears at the bottom of the cavity 8, the heat spot H near the lip portion 11 has not yet disappeared.
[0064]
  At ATDC 16 ° shown in FIG. 9, the fuel injection is completed, and at the spray angle of 22 degrees, the position of the fuel vapor moves toward the convex portion 13 and the amount of the fuel vapor decreases. Further, along with the movement of the fuel vapor, the expansion flow of the combustion gas rolls up along the peripheral wall surface of the convex portion 13, and the heat spot H moves closer to the convex portion 13. On the other hand, when the spray angle is 30 degrees, the movement of the fuel vapor toward the convex portion 13 is less and the expansion of the expansion flow of the combustion gas is less than when the spray angle is 22 degrees. Further, the heat spot H near the lip portion 11 has not yet disappeared.
[0065]
  At ATDC 18 ° shown in FIG. 10, at a spray angle of 22 degrees, the amount of fuel vapor is small and the vertical vortex is weak, but from the bottom of the cavity 8 to the opening of the cavity 8 and further to the squish area. There is a flow. The heat spot H at the bottom of the cavity 8 has almost disappeared. On the other hand, when the spray angle is 30 degrees, a relatively large amount of fuel vapor remains at the bottom of the cavity 8, and the heat spots H near the lip 11 and at the bottom of the cavity 8 have not yet disappeared.
[0066]
  As described above, when the spray angle is 22 degrees, the expansion flow of the combustion gas at the initial stage of combustion is larger than that when the spray angle is 30 degrees, and the fuel vapor near the lip portion 11 is strongly pressed against the peripheral wall surface of the cavity and the recessed portion 12. It is carried to. For this reason, the expansion flow of the combustion gas grows from the lip portion 11 to the cavity bottom through the recessed portion 12, and the heat spot H appears near the cavity bottom, and the heat spot H near the lip portion 11 disappears relatively quickly. ing. Further, the heat spot H near the cavity bottom disappears relatively quickly due to the promotion of the vertical vortex by the expansion flow. From this, it can be seen that the amount of NO generated is smaller at a spray angle of 22 degrees than when the spray angle is 30 degrees.
[0067]
  Further, at the spray angle of 22 degrees, the combustion gas is wound up along the convex portion 13 by the strong vertical vortex described above, and the contact with the air in the center of the cavity 8 is promoted, and further, the contact with the air in the squish area is prevented. Has been promoted. From this, it is understood that the soot discharge amount decreases because the soot reburns in the combustion gas proceeds.
[0068]
  -Relationship between nozzle nozzle diameter, injection angle θ and penetration-
  Fuel injection valve with nozzle nozzle diameter of 0.15 mm(1)And a fuel injection valve having a nozzle diameter of 0.17 mm(2)The spray angle θ and the spray reach distance (penetration) Sp were examined by a constant container experiment (injection pressure 70 MPa, atmospheric pressure 2.5 MPa, atmospheric temperature 293 K). The result about the spray angle θ is shown in FIG. 11, and the result about the spray reach distance Sp is shown in FIG.In addition, in FIG.11, FIG12 and FIG.15 mentioned later, the numerical symbol of the injection valve (1) and the injection valve (2) is represented by the circle number.
[0069]
  As shown in FIG. 11, the spray angle θ hardly changes with the passage of time, and the injection valve has a nozzle diameter of 0.15 mm.(1)Then, the spray angle θ is about 22 degrees and the injection valve has a nozzle diameter of 0.17 mm.(2)Then, the spray angle θ is about 30 degrees. As shown in FIG. 12, the spray reach distance Sp in the ignition delay period 0.42 ms is an injection valve having a nozzle diameter of 0.15 mm.(1)Is 27mm, and the injection valve has a nozzle diameter of 0.17mm.(2)Then it became 21 mm.
[0070]
  -About k value-
  Next, the influence of the k value on the NO generation amount will be described.
[0071]
  That is, as apparent from the equation (1), the magnitude of the k value is reflected as the magnitude of the lip diameter Dlip, and if the reach distance Sp is constant, the strength of the vertical vortex is affected. Therefore, the amount of NO produced when the k value was changed was examined. The result is shown in FIG.
[0072]
  In the figure, the data of k = 1.9 is of a PAN (flat pot) type with a reentrant rate R = 1 and no convex portion 13 at the center of the cavity. The reentrant rate R is a Dlip / Dmax value when the maximum inner diameter of the cavity 8 is Dmax. The data of k = 1.73 is of a reentrant type having a reentrant ratio R = 1.73 / 1.9 and a convex portion 13 at the center of the cavity. Each data of k = 1.65 and k = 1.54 is reentrant in which the recessed amount Re (see FIG. 2B) of the recessed portion 12 from the lip portion 11 is the same as that of k = 1.73. Of the type.
[0073]
  According to the figure, the NO generation amount decreases as the k value decreases. This is because when the lip diameter is reduced, the expansion flow of the combustion gas at the initial stage of the combustion strongly acts on the peripheral wall surface of the cavity, the vertical vortex is promoted, and the distance between the recessed portion 12 and the projected portion 13 is reduced. This is because a vertical vortex is easily generated. However, if the k value becomes too small, the core of the fuel spray collides with the lip portion 11 to worsen the combustion (power reduction), and the amount of soot increases even if the amount of NO generated decreases. Therefore, in order to reduce the production amount of NO while suppressing the decrease in output and the generation of soot, the k value is preferably set to 1.4 to 1.8, more preferably 1.5 to 1.7.
[0074]
  -Effect of swirl / fuel spray momentum ratio on soot emissions-
  The ratio of the swirl momentum to the fuel spray momentum in the lip portion 11 of the cavity 8 was varied to examine the amount of soot discharged. Measurements were made with a cone angle of 154 degrees, a lip diameter of 43.4 mm, a bore diameter of 86 mm, and a nozzle nozzle diameter of 0.15 mm (injection valve(1): Spray angle of 22 degrees) at an engine speed of 1500 rpm and an average effective pressure of 0.3 MPa, an engine speed of 2000 rpm and an average effective pressure of 0.57 MPa, and an engine speed of 2500 rpm and an average effective pressure of 0.9 MPa. The results are shown in FIG.
[0075]
  According to the figure, although there is some variation, both the cases where the momentum ratio becomes smaller and larger with the momentum ratio of about 1.2 as the center point, as indicated by the trend line in the figure. The soot discharge is increasing. The reason why the soot discharge amount increases as the momentum ratio decreases is that the fuel and air cannot be sufficiently mixed by the swirl and the amount of soot generation increases. The amount of soot discharge increases as the momentum ratio increases because the swirl makes it difficult to generate the vertical vortex described above, and soot recombustion (oxidation) in the combustion gas does not proceed.
[0076]
  Therefore, it can be seen from the same figure that if the momentum ratio is within a predetermined range centered at 1.2, the recombustion of the soot can be promoted by the vertical vortex while the soot generation is suppressed by the swirl, for example, It can be said that it is preferably about 0.9 to 1.5, and more preferably about 1.1 to 1.3.
[0077]
  -Effects of spray angle θ and EGR rate on NOx emissions and soot emissions-
  At a cone angle of 154 degrees, a lip diameter of 43.4 mm, a bore diameter of 86 mm, an engine speed of 2000 rpm, and an average effective pressure of 0.57 MPa, an injection valve(1)(Inlet diameter 0.15mm, spray angle 22 degrees) and injection valve(2)NOx emissions by changing the EGR rate (the ratio of the exhaust amount recirculated from the engine exhaust system to the intake system (EGR amount) with respect to the total intake amount) for each (nozzle diameter 0.17 mm, spray angle 30 degrees) And soot discharge was measured. The results are shown in FIG.
[0078]
  According to the figure, an injection valve having a nozzle diameter of 0.15 mm and a spray angle of 22 degrees.(1)The injection valve with a nozzle diameter of 0.17 mm and a spray angle of 30 degrees(2)It can be seen that both the NOx emission amount and the soot emission amount are reduced as compared with the case of using NO. However, when the EGR rate is increased, the NOx reduction effect by reducing the spray angle θ is not obtained so much.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a cross-sectional view showing a structure of a diesel engine according to an embodiment of the present invention.
FIG. 2 is an explanatory view (sectional view) showing a combustion concept of the present invention.
3 is a plan view of a combustion chamber displaying cross-sectional positions in FIGS. 4 to 10. FIG.
FIG. 4 is a view showing a cross-sectional fuel distribution, a cross-sectional velocity vector, and a cross-sectional temperature distribution in a combustion chamber at ATDC 6 ° obtained by simulation for spray angles of 22 ° and 30 °.
FIG. 5 is a diagram showing a cross-sectional fuel distribution, a cross-sectional velocity vector, and a cross-sectional temperature distribution in a combustion chamber at ATDC 8 ° obtained by simulation for spray angles of 22 ° and 30 °.
FIG. 6 is a diagram showing a cross-sectional fuel distribution, a cross-sectional velocity vector, and a cross-sectional temperature distribution in a combustion chamber at ATDC 10 ° obtained by simulation for spray angles of 22 ° and 30 °.
FIG. 7 is a diagram showing a cross-sectional fuel distribution, a cross-sectional velocity vector, and a cross-sectional temperature distribution in a combustion chamber at ATDC 12 ° obtained by simulation for spray angles of 22 ° and 30 °.
FIG. 8 is a diagram showing a cross-sectional fuel distribution, a cross-sectional velocity vector, and a cross-sectional temperature distribution in a combustion chamber at ATDC 14 ° obtained by simulation for spray angles of 22 ° and 30 °.
FIG. 9 is a view showing a cross-sectional fuel distribution, a cross-sectional velocity vector, and a cross-sectional temperature distribution of the combustion chamber at ATDC 16 ° obtained by simulation for spray angles of 22 ° and 30 °.
FIG. 10 is a diagram showing a cross-sectional fuel distribution, a cross-sectional velocity vector, and a cross-sectional temperature distribution in the combustion chamber at ATDC 18 ° obtained by simulation for spray angles of 22 ° and 30 °.
FIG. 11 is a graph showing the relationship between the nozzle diameter and the spray angle θ.
FIG. 12 is a graph showing the relationship between the nozzle diameter and the spray reach distance (penetration) Sp.
FIG. 13 is a graph showing the relationship between k value and NO generation amount.
FIG. 14 is a graph showing the amount of soot discharged when the ratio of the momentum of the swirl to the momentum of the fuel spray is variously changed.
FIG. 15 is a graph showing the relationship between the spray angle θ and the EGR rate, the NOx emission amount, and the soot emission amount.
[Explanation of symbols]
    1 piston
    2 Cylinder block
    3 Cylinder head
    4 Intake port (helical port)
    5 Exhaust port
    8 cavities
    9 Fuel injection valve
  10 Injection nozzle
  11 Lip part
  12 Recessed part
  13 Convex
  15 Fuel spray
  16 Fuel vapor
  17 Combustion gas

Claims

A piston formed with a reentrant-type cavity whose diameter decreases as it approaches the open end at the top;
In a diesel engine comprising a fuel injection valve that injects fuel toward a lip portion that forms an opening edge of the cavity of the piston,
The fuel spray reach Sp at the time when 0.42 ms has elapsed from the start of fuel injection of the fuel injection valve, the fuel spray cone angle Θ, and the minimum diameter Dlip at the lip portion of the cavity are as follows: Formula Dlip = k × Sp × sin (Θ / 2)
(However, k = 1.4 to 1.8)
Relationship near to satisfy is,
The piston has a cavity central portion raised so that the combustion gas that has moved from the lip portion toward the bottom is guided to the opening side of the cavity center,
The ratio of the momentum of the swirl to the momentum of the fuel spray at the lip when the fuel spray injected from the fuel injection valve first reaches the lip is 0.9 to 1.5. Diesel engine.

The diesel engine according to claim 1 ,
The diesel engine according to claim 1, wherein a cone angle Θ of fuel spray of the fuel injection valve is 153 to 157 degrees.

The diesel engine according to claim 1 ,
The bore diameter B of the cylinder on which the piston slides is given by the following formula B = K × Dlip
(However, K = 1.8 to 2.5)
A diesel engine characterized by satisfying the requirements.

The diesel engine according to claim 1 ,
A diesel engine having a fuel spray angle θ of 15 to 24 degrees.

The diesel engine according to claim 1 ,
A diesel engine characterized in that the fuel injection pressure of the fuel injection valve is 50 MPa or more.